箍筋对膨石轻板受力性能影响的试验研究

李永梅，李运运，王文明3，陈智勇3，赵 均

（1.北京工业大学工程抗震与结构诊治北京市重点实验室，北京 100124；2.北京工业大学城市与工程安全减灾省部共建教育部重点实验室，北京 100124；3.北京天基新材料股份有限公司，北京 100161）

箍筋对膨石轻板受力性能影响的试验研究

李永梅1，2，李运运1，王文明3，陈智勇3，赵 均1

（1.北京工业大学工程抗震与结构诊治北京市重点实验室，北京 100124；2.北京工业大学城市与工程安全减灾省部共建教育部重点实验室，北京 100124；3.北京天基新材料股份有限公司，北京 100161）

为了解决膨石材料强度低，导致膨石轻板自身抗剪强度不足、易发生剪切破坏的问题，提出在膨石轻板中配置箍筋的方式来加以改善的措施.通过对4块配置箍筋的膨石轻板试件和2块未配置箍筋试件进行静力加载对比试验，考察各试件的破坏过程和最终破坏形式，研究箍筋对膨石轻板受力性能的影响.试验结果表明:配置箍筋的膨石轻板具有更好的安全性、适用性和延性；箍筋不仅有效改善了膨石轻板试件破坏形式，避免了板斜截面剪切破坏的发生，而且提高了板的特征荷载、刚度和变形能力.

膨石轻板；抗剪强度；箍筋；特征荷载；破坏形式

普通钢筋混凝土楼板自重大、能源消耗大、环境污染严重，研发具有轻质、节能、利废、保温、隔热等诸多优点的建筑材料及建筑产品迫在眉睫［1-4］.膨石材料是近年北京天基新材料股份有限公司研发出来的一种新型改性水泥珍珠岩复合材料建材［5］；通过复合高分子材料的加入，解决普通水泥珍珠岩材料强度低、吸水率高的问题，具有稳定性好、不易老化、使用寿命长等特点.以膨石材料为芯材，配以钢筋研发得到的膨石轻板，自重仅有普通钢筋混凝土楼板的30％～40％，是集轻质、承重、抗震、泄爆、节能、环保等功能于一体的新型轻质结构板材.膨石轻板已在人民大会堂地下机房改造、北京奥运鸟巢地下自行车库、北京奥运棒球场等众多工程中得到应用.但是，作为一种我国自主研发的新型建筑轻质板材，目前对膨石轻板受力性能试验研究表明，近一半数量的膨石轻板试件发生了不同程度的剪切脆性破坏［6］.为了解决膨石抗剪承载力低的缺陷，提出在膨石轻板中配置一定数量箍筋的改进措施；通过对配置箍筋的膨石轻板进行足尺静力试验，研究箍筋对膨石轻板受力性能的改善作用，为膨石轻板在工程中进一步推广应用提供依据［7-8］.

1 试验概况

1.1试件设计与制作

为了验证通过采取在膨石轻板中配置箍筋的方式防止其发生剪切脆性破坏的结构措施的合理性，设计2组不同配箍率的膨石轻板试件各2块，分别与前期试验试件未配置箍筋的B1与B2膨石轻板做对比［1］.试件尺寸均为3 000 mm×1 200 mm× 120 mm，采用北京天基新材料股份有限公司提供的400级膨石材料.为了与膨石自身材料强度低相匹配，设计试件的配筋率宜偏低.同时，为增加芯材与钢筋的黏结应力，纵筋、箍筋分别采用小直径钢筋Φ5、Φ3，以提高抗滑移性能.试件详情见表1，具体配筋做法见图1.浇筑膨石轻板的过程中，每块板对应浇筑3块100 mm×100 mm×100 mm立方体试块，与轻板在相同条件下养护，用于测试膨石强度.预留试件所对应的膨石材料力学性能实测值见表1.预留纵筋的实测抗拉应力-应变曲线如图2所示.

表1　膨石轻板试件详情Table 1 Details of light slab specimens made from modified perlite concrete

由表1实测数据可知，400级膨石材料强度离散性大，其立方体抗压强度最低1.26 MPa，最高1.92 MPa，其均值在1.55 MPa上下浮动.根据膨石轻质材料所进行的基本力学性能试验［6］，并参考蒸压加气混凝土材料性质研究成果［9］，暂将400级膨石材料棱柱体抗压强度与立方体抗压强度之比fc/ fcu近似取为0.95，劈裂抗拉强度与立方体强度比ft/ fcu近似取为0.12，抗折强度与立方体抗压强度比值ftm/fcu近似取为0.21.由此可见，膨石材料自身抗压、抗拉强度很低，这是导致其抗剪强度不足、发生剪切破坏的内因.从图2可知，纵筋存在明显的屈服平台，实测屈服强度为478 MPa，极限抗拉强度为512 MPa，弹性模量为204.0 GPa.

1.2测点布置及加载方式

由于膨石材料强度较低，为使加载过程易于控制，采用8点单调静力加载的方式模拟实际工程中板所受的均布荷载，由三级分配梁实现.在板底跨中安置位移计，测量跨中位移；在板四角处安置百分表以测量角部翘曲；在板底、板顶以及板侧贴混凝土应变片测量膨石应变；在板底纵向钢筋纯弯段处粘贴钢筋应变片以测量钢筋应变.具体加载系统和板测点布置见图3.

采用20 t液压千斤顶、手动控制方式单向分级加载.荷载通过力传感器介入DH3815N数据采集系统进行采集.加载方式采用荷载-位移控制法，先以荷载控制增量，为了观察到第1条裂缝的出现，试件开裂前每级加载1～1.5 kN；在板底开裂后，每级加载1.5～2.0 kN；当达到或接近峰值荷载后，以跨中位移控制加载，每级加载5 mm，直至板破坏.试验过程中观察板底与板侧裂缝开展情况，并手绘裂缝发展趋势.采用DJCK-2裂缝测宽仪测量裂缝宽度.

2 试件破坏特征

2.1破坏过程与破坏形式

如图4所示，未配置箍筋的膨石轻板B1与B2最终均发生了斜截面剪切破坏，配置箍筋的4个试件均发生了正截面弯曲破坏形式.以B1试件和B1-1试件为例，剪切破坏和弯曲破坏过程如下:

对B1试件，当荷载达到2.63 kN时，在剪跨段内首先出现斜裂缝，随着荷载的增加，斜裂缝发展较快，向上延伸至加载点处，逐渐转为水平方向.当荷载接近极限荷载11.13 kN时，斜裂缝突然变宽而无法控制，发生剪切脆性破坏，如图4（a）（b）所示.

对B1-1试件，与混凝土梁适筋破坏类似，膨石轻板从开始加载到受弯破坏的全过程也可大致划分为未开裂阶段、带裂缝工作阶段和破坏阶段.在加载初期，荷载和位移呈线性变化，这是未开裂阶段；荷载达到4.57 kN时，板底首先开裂，裂缝宽度约为0.05 mm，荷载-位移曲线出现第1个转折点；随着荷载的增大和板底裂缝的贯通发展，曲线逐渐向水平轴倾斜，板的刚度缓慢降低，直到板底纵向钢筋屈服；接近极限荷载12.7 kN时，进入破坏阶段，弹塑性变形增大，在跨中最大弯矩区段内裂缝的上端形成Y形或T形裂缝，顶部膨石出现水平裂缝而被压碎，直至板破坏，如图4（c）～（f）.

2.2裂缝的分布与发展

所有膨石轻板试件主要表现为剪切破坏和弯曲破坏2种破坏形式.从开始加载至最终破坏，这2种破坏形式裂缝的分布与发展是完全不同的，如图5所示.

对未配置箍筋的B1、B2试件，在加载最初，试件处于弹性受力阶段，尚未出现裂缝，剪力由全截面膨石材料承担；随着荷载的增大，板侧跨中开始出现垂直裂缝；当达到约30％极限荷载时，垂直裂缝向加载点方向倾斜发展，并最终发展成为弯剪裂缝，此时，剪力由残余剪压区膨石材料承担.继续增加荷载，位于剪压区中部的斜裂缝宽度发展最快，并最终导致试件的剪切脆性破坏，如图5（a）（b）所示.

与B1、B2试件不同，配置箍筋的B1-1、B1-2、B2-1、B2-2试件，加载初期，板侧首先出现弯曲裂缝.随着荷载增大，弯曲裂缝不断出现与发展，当接近破坏荷载时，在最大弯矩区段内裂缝上端形成Y形或T形，顶部膨石出现水平裂缝而压碎破坏，此时板底最大裂缝宽度达2.0～3.0 mm，见图5（c）～（f）.从开始加载至板最终破坏，板侧未出现斜裂缝.

2.3试件破坏机理

以上剪切破坏和弯曲破坏过程表明，由于膨石材料抗拉强度极低，当在弯剪复合作用下，主拉应力超过其抗拉强度时，板侧沿着与主拉应力垂直的方向极易出现剪切斜裂缝；若未配置箍筋，斜裂缝将不断发展，最终导致剪切破坏.反之，配置箍筋的膨石轻板，在加载初期，斜裂缝一旦出现，箍筋将承担大部分剪力，从而限制了斜裂缝的开展，提高了纵筋的销栓作用和骨料间的咬合作用，并使剪压区增大，提高了板的抗剪能力；并且箍筋的存在约束了纵向钢筋的变形，对纵筋的黏结强度起到了一定的提高作用，最终改变了板的剪切脆性破坏形式，即变成弯曲延性破坏，达到了预期的试验效果.

3 试验结果与分析

3.1膨石应变沿截面高度分布

膨石轻板各试件跨中截面在不同荷载等级下膨石材料应变沿截面高度分布情况，如图6所示.

由图6可知，无论发生何种破坏形式，膨石轻板从开始加载至达到极限荷载，在某一特定荷载作用下，板侧截面上各点的膨石应变与该点到中和轴的距离近似呈正比，基本符合平截面假定.这为推导膨石轻板正截面抗弯承载力计算公式提供了理论依据.另外，发生剪切破坏的板，中和轴处于板侧1/2高度之下，而弯曲破坏板的中和轴处于板侧1/2高度之上.这主要是由于剪切破坏主要发生在弯剪段，中和轴位置较低；相反，弯曲破坏的板，纯弯段裂缝发展较高，中和轴上升也较快.这与试验过程中板侧裂缝发展与分布规律是一致的.

3.2荷载-挠度曲线

结构构件的荷载-挠度曲线是其力学性能的综合体现，也是进行静力分析的主要依据.2组配筋率的膨石轻板在不同配箍率下的荷载-挠度曲线，如图7所示.

由图7（a）可知，B1、B1-1、B1-2的极限荷载分别为11.13、12.70、14.75 kN，配置箍筋试件B1-1 与B1-2承载力分别为未配置箍筋试件B1的1.14倍和1.33倍，这说明箍筋可提高板的承载力，并且随着配箍率增大，板的承载力提高.B1-1与B1-2发生延性弯曲破坏的破坏位移基本相等，分别为123.4、125.6 mm，明显大于B1发生脆性剪切破坏的破坏位移69.79 mm.这说明箍筋改善了试件的破坏形式，提高了其变形能力.在试件屈服前，B1-1 与B1-2曲线斜率即试件刚度基本一致，高于B1，这表明与未配置箍筋板相比，配置箍筋可提高板的刚度.

由图7（b）可看出，B2-1与B2-2的极限荷载分别为25.28、21.93 kN，较未配置箍筋板B2极限荷载18.83 kN分别提高34.3％、16.5％，B2-1与B2-2破坏位移分别为91.60、57.59 mm，较B2破坏位移34.83 mm提高162.9％、65.3％，并且B2-1与B2-2的曲线斜率均大于B2.由此可知，与B1-1与B1-2一样，配置箍筋提高了板的承载力、变形能力和刚度.

值得注意的是，由图7可知，配箍率较大板B1-2的极限荷载、破坏位移和曲线斜率均大于B1-1，但是B2-2的极限荷载、破坏位移和曲线斜率却小于B2-1，这说明对于配筋率较高板，高配箍率对板的承载力、变形能力和抗弯刚度反而有不利影响.究其原因，本次试验B2-1试件实测抗压强度约是B2-2试件强度的1.5倍，由于膨石材料离散性大且强度低，板顶膨石先压碎，导致配箍率高的板优势殆尽.

3.3荷载-钢筋拉应变、膨石压应变曲线

各试件板底纵筋拉应变、跨中板顶膨石压应变随荷载的变化规律，分别如图8、9所示.

由图8可知，从开始加载至斜裂缝出现之前，各试件的纵向钢筋应变均较小，大小也基本相同；当开始出现斜裂缝时，由于没有箍筋的约束作用，与其他试件相比，在相同荷载下，B1与B2试件中穿越斜裂缝的纵筋应变增长更快，破坏时B1与B2板底纵筋应变约为0.002，应力值约为408 MPa，小于钢筋实测屈服强度478 MPa，仍处于弹性阶段，钢筋强度没有得到充分利用.配置了箍筋的试件，剪力主要由箍筋承担，纵向钢筋主要承担由弯矩产生的拉力，纵筋应变随荷载基本呈线性增长直至钢筋屈服；接近极限荷载时在荷载基本不变情况下，应变增长较快，最终破坏时应变均超过0.002 5，充分发展了塑性变形，纵筋强度得到了充分利用.

由图9可知，从开始加载至板最终破坏，B1与B2板顶膨石应变随荷载基本呈线性增长，并且应变值较小，这是由于B1与B2的破坏主要是在弯剪段斜裂缝导致的，纯弯段没有充分利用膨石抗压强度.配箍率不同的B1-1与B1-2、B2-1与B2-2的膨石压应变曲线类似，膨石受压应变随荷载呈线性变化，接近极限荷载时应变增长较快，板顶膨石最终被压碎.

3.4试件的特征荷载和延性系数

对于试件的静力加载试验而言，其特征荷载主要为开裂荷载、屈服荷载和极限荷载.考虑到延性是评价结构构件抗震性能的一个重要指标，采用位移延性系数来衡量板的延性.延性系数定义为板达到极限荷载时的跨中位移与纵筋屈服时的跨中位移之比.表2为试件的特征荷载及其对应的位移和延性系数.

表2　试件的特征荷载及其对应的位移和延性系数Table 2 Characteristic load，deflection and ductility factor of specimen

由表2可知，配置箍筋的膨石轻板比未配置箍筋的膨石轻板，开裂荷载、极限荷载都有了一定的提高.另外，较大配筋率的试件，延性系数均小于配筋率较小的试件.这表明膨石轻板的延性还与配筋率有关，随着配筋率的增长，延性呈降低趋势.

3.5膨石轻板的安全性与适用性分析

按不上人屋面、屋面活荷载取值0.5 kN/m2［10］，膨石轻板的屋面荷载设计值qs为1.10 kN/m2.将试验极限荷载实测值转化为均布荷载qj，求得试件在此荷载下板挠度值fs，见表3.

表3　极限荷载及准永久组合下的实测位移Table 3 Failure load and deflection in quasi-permanent combination

由表3可知，试件极限荷载实测值与设计荷载的比值qj/qs均大于3.0，并且配置箍筋试件的qj/qs均大于相应的无箍筋试件，这表明箍筋提高了膨石轻板的安全储备；从跨中位移来看，在荷载效应准永久组合下，跨中位移与跨度之比fs/l0满足受弯构件挠度l0/200的限值［11］，特别是配置了箍筋的试件比值均小于l0/1 000.可见，配置箍筋的膨石轻板具有更好的安全性和适用性.

4 结论

1）配置箍筋是防止膨石轻板发生斜截面剪切脆性破坏形式的有效措施.未配置箍筋的试件，发生斜截面脆性破坏，破坏时纵筋未屈服；配置箍筋后，板底纵筋先屈服，然后压区膨石压碎，发生正截面适筋延性破坏.

2）相对于未配置箍筋的试件，配置箍筋的膨石轻板开裂荷载、极限荷载以及刚度都有了显著提高.

3）膨石轻板加载全过程中，试件膨石应变沿截面高度基本上符合平截面假定.

4）箍筋可提高膨石轻板试件延性；在相同配箍率下，膨石轻板的延性，随配筋率的增大而降低.

5）配置箍筋的膨石轻板具有更好的安全性和适用性.

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［11］中华人民共和国建设部.混凝土结构设计规范:GB 50010—2010［S］.北京:中国建设工业出版社，2010.

（责任编辑 郑筱梅）

Experimental Study of the Influence of Stirrup on the Behavior of Modified Perlite Concrete Slab

LI Yongmei1，2，LI Yunyun1，WANG Wenming3，CHEN Zhiyong3，ZHAO Jun1
（1.Key Laboratory of Earthquake Engineering and Structural Retrofit of Beijing，Beijing University of Technology，Beijing 100124，China；2.Key Laboratory of Urban Security and Disaster Engineering，Ministry of Education，Beijing University of Technology，Beijing 100124，China；3.Beijing Tianji New Material Co.Ltd，Beijing 100161，China）

Aiming at the low strength of the modified perlite concrete material，which causes shear strength of the modified perlite concrete light slab to be insufficient，and the shear failure to occur easily，a method to improving shear strength of the slab was presented based on the arrangement of stirrup in the slabs.In order to study the influence of stirrup on the behavior of modified perlite concrete，comparative static experiments of four specimens with different stirrup ratio and two specimens without stirrup were made.The failure process and final failure form were investigated，and the influenceor action of stirrup were analyzed for all of specimenson the characteristic load，ductility factor，rigidity，longitudinal reinforcement strain and so on.The experimental result indicates that the reasonable arrangement of stirrup is able to enhance shear capacity effectively，and improve the failure form，the ultimate bearing capacity and characteristic load for the modified perlite concrete light slab，which owns better safety，serviceability and ductility.This provides reference for the engineering application of modified perlite concrete slab.

the modified perlite concrete light slab；shear strength；stirrup；characteristic load；failure mode

TU 528.2

A

0254-0037（2016）09-1363-09

10.11936/bjutxb2015100064

2015-10-06

北京市自然科学基金资助项目（8152008）

李永梅（1971—），女，副教授，主要从事工程结构抗震与结构损伤识别方面的研究，E-mail:liym@bjut.edu.cn